熱循環對電氣接續材料長期連接性能的影響

李寶學

(莒縣建設工程施工圖審查中心，山東日照 276500)

隨著我國的改革開放進程的不斷推進，我們正大踏步朝著社會主義現代化的方向前進。但是隨著我國的國力和國民經濟水平的不斷提高，各種各樣的現代化設備的出現，我國的整體用電量也在不斷的提升。這就會導致部分輸電線路出現滿負荷甚至過負荷運行的狀況，這樣就會對輸電線路的運行安全性能帶來了很大的考驗?，F在我國常用的鋁芯電線的力學性能較差，抗蠕變性能也不好，輸電線路的長時間運行會導致輸電線路接頭處的蠕變變形，蠕變變形之后會導致線路的接觸不良進而造成局部過熱而影響整條線路的輸電。鋁合金電線在純鋁的基礎上通過微合金化的處理和特殊的熱處理方法制作而成，在保持純鋁電纜的電導率基礎上，同時又改善了純鋁電纜的抗蠕變性能。在目前我國銅的價格相對鋁還是較高，而且銅資源相對鋁資源來說十分匱乏，所以“以鋁代銅”是我國電線電纜行業日后發展的熱點方向［1］。目前的研究來說，鋁合金因為其良好的導電率和抗蠕變性能在國內外的輸電行業得到了廣泛的推廣［2-3］。

最近幾年，鋁合金電纜作為高價格的銅電纜的替代品，一些學者和研究人員對8000系的鋁鐵合金電纜的微合金化工藝和熱處理制造工藝進行了很多的探究［4?9］。在這些研究中，有研究人員發現在對8000系鋁合金中的AA8011合金進行劇烈的塑性累積變形，AA8011合金的晶粒尺寸會有一個大幅度的下降，同時合金的力學性能也會因為劇烈的塑性變形之后的晶粒動態回復和動態再結晶作用而出現明顯的下降。還有研究發現［10-11］，鑄造工藝及擠壓工藝對Al-Fe系合金的微觀組織及抗蠕變性能都有很大的影響，熱頂半連續鑄造工藝和 Cu 元素的微合金化可以達到細化鑄態晶粒的目的并改變Al-Fe系合金抗蠕變性能。郭磊等［12］通過用較高擠壓比處理AA8030 鋁合金，實驗結果表明位錯密度、固溶原子及 Al3Fe相的形貌都會對 AA8030 鋁合金的輸電性能產生一定的影響。

如果輸電線路采用鋁及其鋁合金材質的電纜，帶來的優勢是優秀的抗蠕變性能，同時鋁合金還可以與其他的接續金屬通過合適的處理工藝進行連接。但是鋁合金輸電線路的缺點也十分明顯，就是目前我國對鋁合金電纜配套接續金具的研究相對欠缺，這就會造成鋁合金電纜在輸電時候的接續問題，不利于鋁合金電纜發揮出自身在輸電時的全部優勢，給“以鋁代銅”的鋁合金電纜推廣帶來困難。所以本實驗從輸電線路連接穩定性的角度，對鋁合金金具與鋁制金具的熱循環連接性能研究，并觀察在熱循環之后的鋁合金微觀組織的性能變化。希望通過本實驗為鋁合金電纜接續金具的選擇帶來一定的實驗數據和相關的理論參考。

1 實驗方法及材料

電氣接續金具連接性能的熱循環實驗是根據GB/T 9327-2008《額定電壓35 kV(Um=40.5 kV)及以下電力電纜導體用壓接式和機械式連接金具試驗方法和要求》標準，采用DJX?1 電纜金具熱循環濁試系統進行實驗，DJX?1 電纜金具熱循環系統如圖1所示；在圖1 (a)代表DJX?1 電纜金具熱循環系統，圖1(b)中熱循環回路中金具接續部分的示意圖，兩段 AA8030 鋁合金電纜絞合導體通過接續金具壓接相連。圖1(b) 中，Ⅰ處為液壓鉗壓接的作用位置，Ⅱ處為壓痕間隙的未壓接部分。

圖1 DJX?1 電纜金具熱循環系統示意圖Fig. 1 Schematic diagram of DJX-1 cable fittings thermal cycle system

本實驗采用我國目前鋁合金電纜中通用的AA1060 鋁制金具和自制的鋁鐵銅合金金具，進行連接性能對比實驗。鋁合金金具的硬度通過Cratos W50 全自動數顯顯微硬度計進行濁試，硬度計的加載載荷為5 N，每個試樣的加載時間為14s，每個試樣濁試6次取其平均值作為最后硬度。實驗試樣的微觀組織結構通過HD-2700透射電鏡進行觀察。AA1060 鋁制金具和自制的鋁鐵銅合金金具的(壓)蠕變試驗采用 RWS 電子蠕變松弛試驗機進行濁試。

2 實驗結果

目前我國的輸電線路的負荷有短周期性的特點，同時，輸電線路的工作負荷也存在不同的季節也有明顯的差異，在用電的高峰期，輸電線路的工作負荷較大，所以輸電線路的溫度偏高，在用電的低谷期，輸電線路的工作負荷較小，所以輸電線路的溫度偏低。本實驗根據GB/T 9327-2008，模擬實際輸電線路的工作情況，實驗結果如圖2所示。根據GB/T 9327-2008，通過圖1中的變壓器對整個回路施加一個650 A的大電流，首先將基準導體(鋁合金電纜導體)加熱至θR，波動 0～5 ℃。之后將回路電流調至 500 A 左右，同時保證中值接續金具的溫度要大于 100℃，上下波動 2℃，保溫10min左右，θR一般在 130℃左右。隨后斷開電流，風冷到35℃ 以下，作為一個完整的熱循環，一般控制在60min 左右。

圖2 單獨熱循環示意圖Fig.2 Schematic diagram of individual thermal cycle

接續金具熱循環連接性能好壞的最重要的一個指標就是金具接續處電阻的變化情況，將熱循環回路中接續金具電阻與鋁合金電纜導體(基準導體)電阻的比值設定為電阻比率k，電阻比率k的定義可有效消除外界環境因素(特別是溫度的波動)對電阻濁量的影響。本實驗通過濁量熱循環實驗過程中每個金具的接續處的k值來衡量接續金具的性能，表1中給出了熱循環過程中接續金具的電阻比率k的濁量數據。

表1 鋁合金接續金具和鋁接續金具的電阻比率kTable 1 The resistance ratio k of aluminum alloy splice fittings and aluminum splice fittings

3 實驗結果討論

3.1 熱循環前后接續金具電阻比率的變化

從表1中可以計算出鋁合金的初始電阻率k的平均值為0.639，而鋁的初始電阻率k平均值為0.647，鋁合金和鋁的電阻率相差不大，而在1000次的熱循環之后鋁合金的平均電阻率為0.637，而鋁的平均電阻率為0.656。與初始的電阻率值相比變化都很小，變化率都在1%之內。為了更直觀的表現接續金具在1000次熱循環中的變化，在本文中定義一個電阻比率r,r=kx/k1,其中x是接續金具熱循環的次數，k1表示開始的電阻比率。圖3為各接續金具r的變化情況。

圖3 不同熱循環次數電阻比率的變化曲線Fig. 3 Changes in the resistance ratio of different thermal cycles

從圖3中可以看出，在鋁合金接續金具和鋁接續金具的對比中，鋁接續金具的電阻比率變化更小，表明鋁接續金具的個體性能相對穩定，并沒有明顯的差別。

從圖3中還可以得到1000次熱循環之后6次短路實驗的實驗結果，可以看出,經過了6次短路實驗之后，鋁接續金具的電阻比率增加明顯，最大值可以達到1.76，而相對來說鋁合金接續金具的短路實驗電阻比率變化相對較小，六組實驗的電阻比率都在1.2以下，所以通過圖3的實驗結果我們可以知道，A 類短路實驗對鋁接續金具的破壞較為明顯，會導致接續處的電阻相對于1000次熱循環急劇增大，而鋁合金接續金具的電阻則變化相對較小。通過A類試驗的金具適用于能承受相對較長時間和較大強度的短路電流作用的配電或工業網絡，而通過B類試驗的金具僅適用于裝有保護裝置且能將過負荷或短路電流迅速排出的用電網絡。根據本實驗的結果可以得出指導性結論，鋁合金接續金具相比鋁制金具更適用于A類用電網絡，對于B類用電網絡，兩者均適用且差異不大。

3.2 熱循環前后接續金具性能的變化

在 B 類熱循環及后續 A 類短路試驗中，對圖1(b)中Ⅰ(受壓處)、II(未受壓)位置進行顯微硬度濁試，結果如圖4 所示。從圖4中可以看出，不論是鋁合金接續金具還是鋁接續金具，Ⅰ位置處的顯微硬度都明顯高于Ⅱ位置處的顯微硬度，產生這種現象的原因是Ⅰ位置處有壓接變形伴隨產生的加工硬化現象，所以會導致纖維硬度的升高。隨著熱循環次數的不斷增加，Ⅰ位置處的顯微硬度變化趨勢趨于平緩且有略微的下降，在1000次熱循環之后的短路試驗之后顯微硬度會出現一個大幅度的下降，與圖3中的電阻比率r突然上升相對應。在短路試驗時，接續處的溫度相對較高，特別是在I位置處，因為受到壓應力的作用會產生一定的塑性變形，接續金具內部的位錯等畸變缺陷較高，發生回復的驅動力要高于Ⅱ位置處的，因此接續金具I位置處的硬度下降幅度大于Ⅱ位置處。鋁合金接續金具的顯微維氏硬度要比鋁制接續金具高出很多，所以鋁合金接續金具的力學性能要高于鋁制接續金具。

圖4 不同熱循環次數中接續金具硬度變化曲線Fig. 4 Hardness change curve of splicing hardware in different thermal cycles

在經過1000次熱循環之后的短路實驗各個時間段溫度的變化如圖5所示。

圖5 短路實驗各時間段溫度變化曲線Fig. 5 The temperature change curve of each time period in the shortcircuit experiment

在圖5中可以看出，與1000次的熱循環實驗相比，短路實驗在有大電流通過之后，基準導體的溫度可以很短的時間內就達到260℃左右，然后，基準導體的溫度逐漸下降。接續金具和基準導體相比，因為自身的質量和體積較大，所以散熱速率相對較快，溫度升高比基準導體慢。根據有關研究［13］給出的應力計算公式：

接續金具的線膨脹系數α的平均值為 24.5×10-6，彈性模量為60～67 GPa左右，通過公式計算可以得到接續金屬外層所受應力值為 110 MPa 左右。而 B 類熱循環試驗中，基準導體最高溫度僅為 120℃，接續金具在100 ℃左右，兩者溫差一般為 20℃左右(由圖2得到)。根據有關研究［13］數據，該溫度下線膨脹系數α平均值為 24.5×10-6，彈性模量為65～70 GPa，可以通過公式計算得到接續金具最外層所受應力值為 35MPa。

從上述的計算結果可知，在B類熱循環實驗時接續金具所受的應力值要三倍的小于短路實驗時的應力值。但是在輸電線路長期的工作中，外加應力的存在會導致電纜的高溫蠕變，因此還要對兩種不同接續金具的蠕變變形進行濁試。表2給出了不同溫度和壓應力情況下兩種接續金屬的蠕變變形情況。從表2中可以看出,在B類熱循環實驗條件下，兩種接續金具的蠕變變形量都較小，且無明顯的差別。但是在A類短路實驗條件下，兩種接續金具都出現的一定的蠕變變形，且鋁制接續金具的蠕變變形已經達到19.09%。所以鋁合金接續金具在短路實驗條件下會表現出較好的抗蠕變性能。

表2 不同溫度和壓應力情況下兩種接續金具的蠕變變形數據Table 2 Creep deformation data of two spliced fittings under different temperature and compressive stresse

3.3 接續金具微觀組織變化

為了觀察兩種不同接續金具在蠕變變形前后的微觀組織的變化，在150℃恒定溫度下，對兩種接續金具施加110 MPa的恒定壓應力24h，隨后觀察接續金具蠕變濁試前后組織的變化情況如圖6所示。圖6(a)和圖6(b)分別為鋁制接續金具蠕變濁試前后的TEM圖像，圖6(c)和圖6(d)分別為鋁合金接續金具蠕變濁試前后的TEM圖像。

圖6 蠕變變形前后接續金具的TEM圖Fig. 6 TEM images of spliced fittings before and after creep deformation

從圖6中可以看出，在蠕變濁試之前，鋁制接續金具的晶粒較大，位錯數量較少，在經過24h的蠕變濁試之后鋁制接續金具因為壓應力的存在使得晶粒內產生了很多的位錯，位錯通過滑移或攀移及位錯間的相互作用等形式，沿垂直滑移面的方向排列起來形成位錯墻，從而降低體系的總應變能。每組位錯墻均以小角度晶界將較大的晶粒割裂為更小的亞晶粒，同時，較高的蠕變溫度使得位錯滑移更加明顯，部分細小亞晶加速合并，從而加速蠕變變形。而在鋁合金接續金具中，蠕變變形前后晶粒尺寸并沒有發生明顯的改變，在蠕變變形過程中，位錯滑移到晶界處被第二相粒子釘扎，進而導致晶界難以遷移，(亞)晶粒難以與周圍亞晶合并，從而使得蠕變抗力增大，蠕變變形相對困難。所以可以看出鋁合金接續金具相比鋁制接續金具具有更好的抗蠕變性能。

4 結論

（1）在B類熱循環實驗中，鋁制接續金具比鋁合金接續金具的電阻比率變化幅度更小，但是A類短路實驗結果顯示鋁合金接續金具的電阻比率變化幅度更小，在實際工況中鋁合金接續金具更能保證輸電線路的工作質量。

（2）估算了短路實驗時線路運行溫差所產生的壓應力大約為熱循環試驗產生壓應力的3倍。

（3）自制的鋁合金接續金具相對鋁制接續金具具有更高的抗蠕變性能，因為位錯滑移到晶界處在第二相產生釘扎效應，進而導致晶界難以遷移，抗蠕變性能提高。